LTO循環中RQL-TVC排放性能數值模擬

蔡中長，何小民，蔣 波，葛佳偉

（南京航空航天大學能源與動力學院，南京210016）

0 引言

民用航空已成為增長速度最快的能源消耗者和燃燒污染排放者，為了控制民用航空發動機排放對環境造成的影響，國際民航組織（International Civil Aviation Organization，ICAO）在1981年頒布了〈航空發動機的排放標準，環境保護方面的活動都由航空環境保護委員會（Committeeon Aviation Environ-mental Protection，CAEP）來組織，此后陸續制定了CAEP1（1986年）、CAEP2（1996年）、CAEP4（2004年）、CAEP6（2008年）和CAEP8（2010年）等多個排放標準條例，ICAO CAEP規定NOX（主要是NO和NO2）、CO、未燃碳氫化合物（UHC）和冒煙（Smoke）為航空發動機排放的主要污染物，發動機分為亞聲速飛行和超聲速飛行的渦輪噴氣和渦扇發動機2類，標準主要考慮發動機起飛、爬升、下降、進近以及慢車滑行等階段[1-2]。國內外分別針對RQL燃燒室和TVC開展了大量系統的研究工作，但是針對TVC結合RQL燃燒技術而開展的研究工作較少。在第3代TVC的基礎上，美國能源部（DOE） 主導開發了采用氣流分配盤（Distributor Plate） 實現主流快速摻混淬熄作用的TVC，在軸對稱罐式燃燒室（Can Combustor）的TVC平臺上開發了RQL低排放燃燒技術。數值模擬研究和試驗結果表明，RQL-TVC能夠有效地降低NOx的排放量[3-4]。北京航空航天大學的樊未軍等借鑒美國的氣流分配盤及軸對稱罐式TVC概念，通過試驗方法研究了RQL-TVC的低NOx排放特性[5]。但是罐裝RQL-TVC的淬熄裝置氣流分配盤不適用于矩形燃燒室或環形燃燒室，因此需要進一步開展相應的研究。南京航空航天大學的金義、何小民等在TVC中未采用摻混裝置，而采用TVC的主流作用來實現淬熄作用，并通過改進油氣組織方式來實現RQL分級燃燒，對其排放性能開展了研究[6-7]，因此有待進一步改進。王丹丹、周君輝等對傳統RQL的燃燒性能和排放性能進行了數值模擬，但未對LTO循環狀態下的排放性能開展研究[8-9]。

本文基于矩形的駐渦燃燒室平臺，采用RQL低排放燃燒技術，實現富油-淬熄-貧油分級燃燒，達到低排放的目的，并對RQL-TVC在LTO循環狀態下的排放性能進行數值模擬。研究結果對RQL-TVC的優化設計及試驗研究工作具有一定的參考價值。

1 研究模型、方法和內容

1.1 模型的建立和網格的劃分

研究對象RQL-TVC的幾何3維模型如圖1所示，該燃燒室工作分區如圖2所示。因為RQL-TVC的幾何結構頗為復雜[10-11]，直接對整體進行研究計算量極大，較為困難，因此對該燃燒室進行簡化：取燃燒室的單頭部模型，將兩側截面設為周期面；燃燒室的模型為對稱模型，故中間截面可設為對稱面，取單側為研究對象。模擬結果仍然能代表燃燒室的基本特征。

圖1 RQL-TVC幾何模型

圖2 RQL-TVC的工作分區

利用Gambit軟件對所建立的3維幾何結構進行網格劃分，該模型網格大部分采用結構化網格，可以大大減少網格數量，減小內存和計算時間的消耗。研究對象3維網格如圖3所示，網格總數約為1460000。數值模擬邊界條件如圖4所示。

圖3 RQL-TVC模型3維網格

圖4 RQL-TVC模型邊界條件

1.2 研究方法

運用計算流體力學 (CFD)軟件FLUENT對RQL-TVC在LTO循環中起飛、爬升、進近、慢車4個狀態下進行數值模擬。從質量守恒、動量守恒和能量守恒3 大定律出發，根據有限體積法求解N-S方程，建立起湍流2相多組分化學反應流動的控制方程組（包含氣相控制方程組和液相控制方程組），2相之間的耦合則由氣/液相互作用的源項來描述。采用歐拉坐標系描述氣相方程；采用拉格朗日坐標系下的粒子軌道方法來模擬跟蹤液滴的運動。選取SIMPLE計算方法，采用Realizablek-ε 湍流模型，輻射模型采用P1模型；燃燒過程采用概率密度函數法（PDF），近壁面處采用標準壁面函數。

NOX的輸運方程通過給定的流場和燃燒結果來求解，即NOX的預測是燃燒模擬的后處理過程，因此準確的燃燒模擬結果是NOX預測的前提。為了預測NOX的排放，Fluent解決了NO質量分數的輸運方程，對于燃料NOX源，Fluent解決了中間產物（NH3或HCN）的輸運方程[12-14]。

NOx產生機制主要考慮熱力型NO，其組分的輸運方程為

跟蹤含氮的中間產物組分是很重要的，因此FlUENT除了NOx組分，還解決了HCN或NH3組分的輸運方程

其中：YHCN、YNH3和YNO分別為氣相的HCN、NH3、NO的質量分數。

對RQL-TVC開展燃燒狀態及排放產物的模擬。首先選用SIMPLE計算方法、Realizablek-ε 湍流模型進行冷態模擬，在收斂的基礎上不斷調整出口壓力的值，使進口流量滿足不同狀態下的設計質量流量值，然后均在收斂的基礎上依次加入PDF燃燒模型、P1輻射模型和NOX模型等進行燃燒狀態的模擬[15-21]。

1.3 研究內容

參考民用航空發動機燃燒室工作狀態參數的典型實例[15]，建立RQL-TVC（25個頭部）在LTO循環中起飛、慢車、爬升、進近4個工作狀態下的設計參數，見表1。

表1 數值模擬設計參數

2 排放性能的數值模擬結果

按照ICAOCAEP標準換算到排氣污染物指數EI，即EIX=WX/Wf，X 為污染物，EI 是計算ICAO規定的標準循環下排放物的基礎，單位為g（污染物）/kg（燃料）。

排氣污染參數定義為在起飛-著陸（LTO）循環期間排放污染物與起飛推力之比，用Dp/F∞來表示

式中：Dp為每個規定的LTO循環中排放的任何1種氣態污染物質量；F∞為在海平面(International StandardAtmosphere，ISA)靜止狀態下發動機不噴水以正常工作狀態起飛時可用的最大功率或額定推力；Wf為燃油的質量流量；t 為各狀態時間；EI 為排放指數；下標j 表示氣態污染物（包括NOX、UHC、CO）[22-23]。

亞聲速和超聲速航空發動機在LTO 循環中功率和狀態工作時間規定見表2。從表中可見，F*∞為使用加力時在標準大氣條件下起飛時的最大功率或推力。

表2 航空發動機的LTO循環[22]

由于NOX的排放對環境污染的嚴重性，ICAO CAEP標準中對NOX的規定也日趨嚴格。對于NOX的規定，以CAEP1為基礎，CAEP2、4和6標準各自與前1個標準相比，后者分別降低20%，6.5%和12%[22-23]。NOX排放規定值見表3，π∞為額定輸出時達到的燃燒室進口壓力和發動機進氣壓力之比。

表3 CAEP6規定的航空發動機NOX污染標準[3]

在上述3個標準中，對UHC、CO、Smoke的規定是相同的。SN 為冒煙排放數。

2.1 燃燒效率

根據燃氣分析法計算燃燒效率[15]

其中：[X]是該燃氣組分X 在燃燒室出口的體積分數。

在數值模擬的結果中讀取每1 種燃氣成分的摩爾體積，CH4和H2的摩爾體積相對很小，UHC的摩爾體積趨近于0。代入式（4）計算得到4個狀態下的燃燒效率，如圖5所示。

從圖中可見，RQL-TVC在LTO循環4個狀態下的燃燒效率都已經達到97.5%以上。一般來講，進口壓力越大，進口空氣溫度越高，霧化越好，反應速度也越快，燃燒效率越高。鑒于在駐渦燃燒室中組織RQL分級燃燒，全部燃油供入駐渦區形成富油燃燒。在起飛、爬升的大狀態下，供入燃油量大，降低了霧化質量，油霧場變差，即使在貧油燃燒后仍不夠充分，降低了燃燒效率。而在慢車狀態下由于進口壓力小、進口空氣溫度越低，霧化較差，燃燒效率偏低。因此本文中RQL-TVC的燃燒效率呈現出圖5的特點。

圖5 LTO循環狀態下的燃燒效率

2.2 LTO循環狀態下的排放指數（EI）

數值模擬的計算方法根據EI 的定義出發，在數值模擬結果中，讀取某種污染物的質量流量(WX，g/s)和燃油的質量流量（Wf，kg/s），EI 的值為二者之比，單位g/kg

根據數值模擬的結果，可以計算出LTO循環狀態下的各污染物出口流量，見表4。

表4 在LTO循環狀態下各污染物的流量 kg/s

LTO循環各狀態下的燃油流量在設計參數中已經給出，見表1中LTO循環狀態下各Wf值，LTO循環狀態下各排放物的流量見表4。根據以上EI 的計算公式，可得LTO循環各狀態下的各污染物的EI值，見表5。

根據文獻[7]分析可知，駐渦區余氣系數為0.92，根據流量分配推導出總余氣系數為3，換算為油氣比對應為0.0224，可對應于LTO循環狀態下的起飛狀態。根據文獻[7]試驗數據換算可知，上述狀態下的排放量為：EIUHC=0.0163g/kg，EICO=41.2g/kg，EINOx=11.32 g/kg。與表5比較可知，試驗結果與數值模擬結果相近，因此數值模擬結果具有可靠性，但是也存在一定差異。原因在于試驗中的壓力為常壓狀態，且燃燒室進口壓力相對較低，燃燒效率也相對較低，與數值模擬的真實航空發動機狀態存在一定差異。

由于CF6-80C2A5發動機與RQL-TVC在LTO循環各狀態乘以頭部數后的供油量近似，則各狀態的EI值具有一定的參照價值，因此二者的EI 具有一定的可比性。CF6-80C2發動機是美國GE公司于20世紀80年代中期以后發展的大涵道比渦扇發動機，以滿足2000年前后大型寬機身旅客機進一步降低耗油率和提高可靠性的要求[24]。CF6-80C2A5發動機的排放指數EI 見表6。

表5 LTO循環狀態下各污染物的EI值 kg/s

目前的低排放的技術，NOX的排放最受關注，RQL-TVC的設計目的就是為了降低NOX的排放。從 表5、6中 可 見，RQL-TVC中NOX的EI值 較CF6-80C2A5發動機NOX的EI值在各工作狀態下均偏小，且在同一數量級上。LTO循環狀態下NOX的排放數如圖6所示。從圖中可見，傳統燃燒室的EI值大于25g/kg，RQL燃燒室在LTO循環的4個狀態下的NOX排放指數EI 均低于傳統燃燒室的，約為CF6-80C2A5發動機NOX排放量的50%。

從表5、6中還可見，RQL-TVCUHC的EI值比CF6-80C2A5發動機各狀態的EI值都低很多，說明燃油蒸發裂解完全，幾乎沒有未燃的碳氫。

RQL-TVCCO的EI值比CF6-80C2A5發動機各狀態的EI值都大。但4個狀態的EI值大小的趨勢一致，起飛、爬升和進近CO的EI值相差不大，慢車CO的EI值比進近大1個數量級。

RQL-TVCCO的EI值偏大的原因可以參考RQL燃燒技術的原理[1，3]。RQL燃燒技術的核心在于分級進氣，實現在不同當量比下的分級燃燒，從而控制NOX的排放。但是NOX的排放量趨勢卻是與CO的排放量趨勢截然相反的，如圖7所示。本文中的RQL-TVC的NOX排放指數EI 已經低于傳統燃燒室的50%以上，反之帶來的不利是CO的排放指數EI較大，特別是在慢車狀態下，原因在于慢車狀態下的溫升低，燃燒室絕對溫度也就偏低，位于1700K以下的區域，參考圖7可知這是1個低NOX高CO的排放區域。此外，在起飛、爬升的大狀態下，供入燃油量大，降低了霧化質量，油霧場變差，燃燒不充分，效率相對偏低，因此CO的排放較高。本文中的RQL-TVC需要更進一步的優化設計，來解決CO排放量的問題。

表6 CF6-80C2A5發動機的排放指數[19] g/kg

圖6 LTO循環狀態下NOX的排放數

2.3 LTO排放數

圖7 溫度和主燃區當量比對CO和NOx排放量的影響[1，22]

在ICAO的CAEP標準中，規定LTO循環中由燃氣分析采樣得到每個運行模式下的氣態污染物，需要換算到海平面起飛時航空燃氣輪機單位推力（kN）下污染物的排放數，定義為LTO排放數，其單位為g/kN，計算方法為：LTO排放數（g/kN）=Dp/F∞=

根據表1、3、5和LTO排放數公式計算可得LTO循環各狀態下NOx的排放量

則NOx在LTO循環中的排放總量為

《航空發動機設計手冊》中沒有給出該典型民用發動機的額定推力F∞和進、出口壓比π∞的值。取用參考機型CF6-80C2A8的參數，其額定推力為25740 daN，進、出口壓力比為30.4～32.7，取1個適當的中間值31.5，故設：F∞=25.7kN，π∞=31.5。

NOx的LTO排放數（g/kN）=ΣDp/F∞=5174.2/25.7=20.1g/kN

同理可以計算UHC和CO的LTO排放數，結果數據見表7。

表7 RQL-TVC的LTO排放數

RQL-TVC與CAEP標準下NOx的LTO排放數比較如圖8所示。從圖中可見，RQL-TVCNOx的排放數僅為20.1g/kN，遠遠低于4個CAEP標準的限制值。RQL-TVCNOx在CAEP標準下的排放水平如圖9所示。 從圖中可見，RQL-TVCNOX的排放數僅 為 CAEP6 標 準 的29.1%，低于設計目標50%，說明RQL-TVC的設計滿足NOX的低排放要求。

CO的LTO排放數為253.8g/kN，該值偏大的原因與RQL技術中NOX和CO的矛盾有關，也與燃油霧化質量、油霧場分布、燃燒效率等相關。雖然NOX的低排放得到主要關注，但CO的低排放也需要得到重視，后續工作需要在現有的基礎上，降低CO的LTO排放數。

UHC的LTO排放數只為0.24g/kN，遠遠低于CAEP標準中的19.6g/kN，說明數值模擬的燃油蒸發裂解完全，未燃碳氫量殘余量少。

圖8 RQL-TVC與CAEP標準下NOx的LTO排放數比較

圖9 RQL-TVCNOx在CAEP標準下的排放水平

3 結論

通過對RQL-TVC模型在LTO循環狀態開展數值模擬計算研究，獲得了RQL-TVC的排放特性，得到以下結論。

（1）在LTO循環中，本文中的RQL-TVC的NOX排放指數EI 低于傳統燃燒室的50%以上，UHC的排放指數EI 接近于0，且低于傳統燃燒室；但CO的排放指數EI 偏大。

（2）在LTO循環中，RQL-TVCNOX的LTO排放數少，其為國際民航組織頒布的航空發動機排放標準CAEP6的29.1%；UHC的LTO排放數接近于0；CO的LTO排放數在慢車狀態下的數值明顯高于其它狀態下的。

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